0 引言
装配环节作为航空发动机整机制造过程中的终端与核心环节[1]，对整机性能的保障起到重要作用。目前航空发动机的主要装配方式为螺纹连接[2]，而在航空发动机的复杂工作环境下，紧固螺栓所提供的轴向预紧力往往会发生较大改变，这对整机的服役性能以及安全要求产生了极大的威胁[3-5]。此外，在生产装配过程中，由于受到各种装配工艺和螺栓自身产生的不稳定摩擦的影响[6-9]，螺栓施加扭矩载荷所产生的螺栓预紧力无法得到控制，这对连接可靠性尤其是阵列紧固件的连接刚度具有较大影响，进而影响整机装配性能。因此，螺纹连接过程中的预紧力形成规律的研究对解决实际装配工程问题、保障航空发动机的稳定和可靠性具有十分重要的意义。
目前已有学者就各种因素对预紧力转化效率的影响规律进行了初步研究，进而探讨了施工中如何控制、调整好扭矩系数[10]。惠烨等[11]对预紧力作用下的螺栓结合部进行了一系列不同材料、预紧力及构件厚度的试验，研究了预紧载荷对螺栓结合部静态特性的影响。FUKUOKA等[12]通过试验和数值模拟方法研究了螺栓连接结构在使用扭矩控制法预紧过程中的机械物理状态，发现螺栓连接夹紧厚度对扭矩和夹紧力的减小有一定的影响作用。NASSAR等[13]针对钢和铝两种不同材料的连接件，设计正交试验，研究得到了表面粗糙度对螺栓连接扭拉关系的影响规律。ZOU等[14]通过试验研究了不同润滑种类条件对扭拉关系的影响规律及拧紧次数、拧紧速度对结合面摩擦因数的影响规律。NASSAR等[15]通过试验研究了镀锌层厚度对螺栓摩擦因数和扭矩系数的影响。GRABON等[16]得到了热化学条件对拧紧过程中表面摩擦因数的影响规律。CROCCOLO等[17-18]设计出一种得到螺栓摩擦因数的试验方法，并由摩擦因数和夹持件拉伸状态得到扭拉关系，通过试验和有限元模拟揭示了高强螺栓在拧紧时发生破坏的原因。
尽管目前已有学者对预紧力的形成进行了讨论，但研究多集中于通用螺栓，应用环境也多为汽车、桥梁等地面连接结构。相较于通用螺栓，航空发动机所用的航空螺栓对预紧力的形成精度提出了更高的要求，所应用的环境也更为复杂。此外，目前国内针对航空螺栓的研究较少，这导致航空螺栓装配工艺的设计缺乏试验指导。本文以航空发动机转子九级盘装配连接螺栓为对象，开展该连接螺栓在重复使用中预紧力的有效范围及不同润滑条件对其影响规律的试验研究工作。在模拟真实装配环境的基础上进行试验，提取扭拉关系转化过程中相关参数，在改变润滑部位的情况下，分别讨论预紧力大小及预紧力变化规律。提取并分析了重复拧紧中摩擦因数的变化规律，一定程度上揭示了润滑对高温合金紧固件重复拧紧预紧力形成的作用效果，为九级盘螺栓重复使用预紧力评价提供依据。
1 试验设计
1.1 试件制备与装置
航空发动机九级盘装配连接结构如图1所示，在装配过程中与螺母支撑面形成配合的法兰安装边如图2所示，该紧固件材质和结构件材质、加工工艺及加工精度均有特殊要求。为了便于试验机安装测试以及控制试验成本，将环形法兰周向孔安装边等效成长条均布孔安装边，并制作了安装边原理试验件，如图3所示，试验件为均布13个φ10.5 mm大小孔位的高温合金长板，其材质和表面处理工艺与实际装配时的真实法兰安装边接触条件一致，均为精密磨削后再经过喷丸强化处理。
1.九级盘 2.封严盘 3.鼓筒轴 4.螺栓螺母套件
图1 高压压气机转子九级盘处螺栓止口连接
Fig.1 Bolted rabbet joint structure of high pressure turbine
图2 法兰安装边
Fig.2 Flange mounting edge
图3 安装边原理件
Fig.3 Workpart for bolting experiment
螺纹紧固件为航空发动机九级盘专用螺栓标准套件，包括D型头收腰减重设计螺栓，以及与之配合使用的十二花键螺母。螺栓螺母规格为MJ10，材料分别为GH159和GH738，制造标准参考QJ/27G.02.10-96。螺纹紧固件由东方蓝天钛金科技有限公司提供制作。有关试验件的详细信息如表1所示。
表1 试验参数
Tab.1 Parameters of experiment
名称规格材料表面处理硬度HRC螺栓MJ10GH159钝化不小于44螺母MJ10GH738镀银34～44安装边4×40 cmGH4169喷丸强化不小于45
试验润滑剂选用D-321R干膜润滑剂，这是一种室温固化快干型减摩擦涂层，它能够有效减小并控制接触表面的摩擦力，被广泛应用于螺栓装配领域。专门设计制作了D形头螺栓辅助工装和十二花键螺母衔接套筒辅助工装，如图4所示。
图4 辅助工装
Fig.4 Auxiliary tooling
图5所示为螺纹摩擦试验设备，试验采用的扭拉试验台为德国SCHATZ扭拉试验机和超声预紧力测量系统搭建的模拟装配环境。螺纹摩擦试验机可以对加载扭矩、端面摩擦扭矩进行测量，以及对超声波测力系统进行预紧力标定。扭矩和力传感器通过智能数据采集分析仪接入到上位机进行总扭矩、支撑摩擦扭矩以及预紧力的测量，扭矩量程范围为5～200 N·m，精度指标为0.5 N·m，力传感器量程为12～120 kN，精度指标为0.1 kN。
图5 螺纹摩擦试验设备
Fig.5 Threaded friction experimental equipment
1.2 试验方案及步骤
航空紧固件加工精度等级要求为IT4～6级，因此本次试验假定螺纹几何尺寸误差的影响较小。为了进一步阐明摩擦改变对预紧力形成的影响规律，试验设置了充分润滑、局部润滑，并与无润滑形成对照组，各选取5个样本开展重复扭拉试验。具体试验方案如表2所示。
表2 试验方案
Tab.2 Experimental scheme
螺栓编号拧紧速度(r/min)润滑重复拧紧次数1～5号8仅螺栓156～10号8充分1511～15号8仅螺母1516～20号8无15
试验步骤如下：
(1)在螺纹摩擦试验机上按相应试件编号和装配工艺依次开始所有试验件(20件)的扭拉试验，将螺栓拧紧至目标预紧力后停止加载，并记录整个拧紧过程的所有相关数据，如扭矩、预紧力和转角等；
(2)将完成上一次扭拉试验的试验件放入无水乙醇中进行超声清洗，10 min后取出并吹干；
(3)重复以上两个步骤直至试验件被重复拧紧15次；
(4)试验结束后导出拧紧过程中传感器采集的扭矩、预紧力、角度，进行相关统计分析处理。
2 试验结果与分析
2.1 扭拉关系理论
理论上螺栓扭拉存在如下关系[9]：用量纲一扭矩系数K表征螺纹紧固件的扭矩-预紧力关系，它与总扭矩T以及预紧力F的关系可以简单地表示为
T=KDF
(1)
其中，D为螺栓公称直径。总扭矩T又可以看作是几个扭矩分量的和：
T=Tp+Tth+Tb
(2)
式中，Tp为输入总扭矩中直接转化为轴向预紧力的分量，它取决于螺纹升角λ；Tth、Tb分别为螺纹摩擦扭矩分量和承载面摩擦扭矩分量，它们分别是螺纹摩擦因数μth和承载面摩擦因数μb的函数。
式(2)右边三部分扭矩分量的详细表达式为
(3)
(4)
Tb=Fμbrb
(5)
所以式(2)可改写为
(6)
式中，p为螺距；β为牙型半角；rth、rb分别为螺纹等效摩擦半径和承载面等效摩擦半径。
需要说明的是，在很多文献中总扭矩T仅分为螺纹摩擦扭矩Tth分量与承载面摩擦扭矩Tb分量。这是因为在实际测量时由于受到物理条件的限制，传感器所采集的名义螺纹摩擦扭矩T′th包含了Tp和Tth。
由上述理论分析可知，影响螺栓扭拉关系的因素很多，但摩擦因数变化的影响尤为显著，而不同工艺条件下摩擦因数的变化需要通过试验的方式获取。
2.2 试验结果
试验按目标扭矩52 N·m进行螺栓拧紧加载，期望的目标预紧力为30 kN。记录拧紧结束后的预紧力以及端面摩擦扭矩，并根据公式计算得到相应的螺纹摩擦因数与端面摩擦因数。试验以改变试验件的润滑状态来改变螺纹及端面摩擦因数，分析不同润滑条件下摩擦因数随重复拧紧次数的变化及其对预紧力形成的影响。
2.2.1 摩擦因数变化
图6 螺纹摩擦因数变化
Fig.6 The change of threaded frictional coefficient
图6、图7分别给出了不同润滑条件下螺纹摩擦因数和端面摩擦因数随重复拧紧次数的变化情况。在15次拧紧以后，无润滑与仅螺母端面润滑组的螺纹摩擦因数分别由0.112和0.134上升到了0.200和0.190，而充分润滑组和仅螺栓润滑组的螺纹摩擦因数维持在0.085～0.090区间内。相应地，无润滑与仅润滑螺栓组的端面摩擦因数在15次拧紧后分别变为0.325和0.226，而充分润滑与仅螺母端面润滑组的端面摩擦因数稳定在0.055附近。
图7 端面摩擦因数变化
Fig.7 The change of bearing frictional coefficient
从图6、图7中可以发现，摩擦部位涂有润滑的情况下，相应的摩擦因数较小且随重复拧紧过程保持稳定。摩擦部位未涂有润滑的情况下，相应的摩擦因数较大且随重复拧紧次数增大逐渐增大。值得关注的是，即便螺母端面未经过润滑，但端面摩擦因数随着重复拧紧次数增大会趋于稳定，且无润滑的端面摩擦因数远大于仅润滑螺栓的端面摩擦因数。
2.2.2 预紧力变化
在4种润滑条件下，对螺栓首次拧紧以及多次重复拧紧的预紧力及其散度变化进行评价。图8和图9分别给出了充分润滑状态、仅润滑螺栓状态、仅润滑螺母状态和无润滑状态下各螺栓预紧力及预紧力均值随重复拧紧次数的变化，以及预紧力标准差随重复拧紧次数的变化。
(a)仅润滑螺栓
(b)充分润滑
(c)仅润滑螺母
(d)无润滑
图8 预紧力随拧紧次数的变化
Fig.8 The change of pre-tightening force with repeated tightening
仅润滑螺栓条件下，第1次拧紧5个样本螺栓预紧力分别为34 kN、21.2 kN、26.7 kN、25 kN、24.7 kN，均值为26.3 kN，均值偏差为3.7 kN，较目标预紧力偏大12.3%；极大值为34kN，极小值为21.2 kN，差值为12.8 kN，标准差为4.7 kN，散差较大，说明仅润滑螺栓稳定性变差。
(a)仅润滑螺栓
(b)充分润滑
(c)仅润滑螺母
(d)无润滑
图9 预紧力均值及标准差随拧紧次数的变化
Fig.9 Changes in the mean value and standard deviation of the pre-tightening force with repeated tightening
充分润滑条件下，第1次拧紧5个样本螺栓预紧力分别为39 kN、37.8 kN、42.4 kN、40.5 kN、41.5 kN，均值为40.3 kN，均值偏差为10.3 kN，较目标预紧力偏大34%；极大值为42.4 kN，极小值为37.8 kN，差值为4.6 kN，标准差为1.8 kN，散差较小。重复拧紧过程中预紧力先是快速增加，第3次拧紧以后趋于稳定，均值为56.5 kN，均值偏差为26.5 kN；极大值为60 kN，极小值为54 kN，差值为6 kN，标准差为2.43 kN。重复拧紧综合均值为54.4 kN，均值偏差为24.4 kN，较目标预紧力偏大81%。
仅润滑螺母条件下，第1次拧紧5个样本螺栓预紧力分别为35.2 kN、40.2 kN、37.1 kN、39.7 kN、36.1 kN，均值为37.7 kN，均值偏差为7.7 kN，较目标预紧力偏大25.7%；极大值为40.2 kN，极小值为35.2 kN，差值为5 kN，标准差为2.2 kN，散差较充分润滑大。
无润滑条件下，第1次拧紧5个样本螺栓预紧力分别为32.4 kN、30.7 kN、28 kN、34.2 kN、27.8 kN，均值为30.6 kN，均值偏差为0.6 kN，较目标预紧力偏大2%；极大值为34.2 kN，极小值为27.8 kN，差值为6.4 kN，标准差为2.8 kN，散差较充分润滑大。重复拧紧过程中预紧力先是快速减小，第5次拧紧以后趋于稳定，均值为15.9 kN，均值偏差为14.1 kN，较目标预紧力偏小47%；极大值为21 kN，极小值为11.5 kN，差值为9.5 kN，标准差为4 kN。
2.3 结果分析
通过对比不同润滑条件下首次拧紧得到的预紧力可以发现：
(1)在相同试验条件下，充分润滑状态下所得的预紧力最大，仅润滑螺母状态次之，其次为无润滑状态，仅润滑螺栓状态下所得的预紧力最小，同样也反映了相应的扭拉关系的转化效率。这表明充分润滑对预紧力的转化具有积极且明显的作用，并且对螺母端面部位的润滑效果要明显优于对螺栓部位的润滑效果。
(2)无润滑状态下的预紧力大于仅润滑螺栓状态下的预紧力，这是因为螺母螺纹处经过镀银处理，具有一定的润滑作用，并且镀银的润滑效果要优于本试验所选用的润滑剂的效果。
(3)相同试验条件下，充分润滑状态下所得的预紧力散度最小，仅润滑螺母状态次之，其次为无润滑状态。这表明润滑对减小预紧力的散度也具有积极的作用，并且在作用程度上所表现出的规律与预紧力转化效率的规律一致。
通过分析重复复拧紧对预紧力的影响可以发现：
(1)预紧力均值在前几次的拧紧过程中存在变化，而在后10次的拧紧过程中趋于稳定。充分润滑和无润滑在前几次拧紧过程中的预紧力均值变化最为显著，但变化趋势截然相反：充分润滑状态下预紧力的均值随重复拧紧次数逐渐增大，而无润滑状态下预紧力的均值随重复拧紧次数逐渐减小。仅润滑螺栓与仅润滑螺母状态下预紧力均值随重复拧紧次数的变化相对较小。
(2)仅润滑螺栓和仅润滑螺母状态下预紧力的散度在重复拧紧的后期与前几次拧紧的预紧力散度表现出明显的变化差异，且这种变化规律相反：仅润滑螺栓状态下所得后几次拧紧的预紧力散度相较于前几次拧紧明显变小，而仅润滑螺母状态下所得后几次拧紧的预紧力散度相较于前几次拧紧明显变大。充分润滑和无润滑状态下预紧力散度随重复拧紧的变化相对较小。
3 结论
在不同润滑条件下对螺栓进行15次重复拧紧试验，分析摩擦因数随重复拧紧次数的变化及其对预紧力大小及变化规律影响，得到的主要结论如下：
(1)润滑对减小接触面的摩擦因数值并提高摩擦因数的稳定性具有积极意义，进而能够提高扭矩转化为预紧力的效率和稳定性。
(2)重复拧紧会改变预紧力的转化效率及稳定性，且不同的润滑条件下所表现出的规律也不尽相同。
(3)在实际装配中应严格控制润滑条件，详细记录重复拧紧次数，并根据不同润滑条件和重复使用次数，制定相应的拧紧工艺补偿方案，以此来进一步提高预紧力一致性控制水平。
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